660 MW發(fā)電機組對沖燃煤鍋爐低氮燃燒改造及運行優(yōu)化試驗

袁宏偉，陳啟召

(1.廣東紅海灣發(fā)電有限公司，廣東 汕尾 516600；2.華北電力大學，河北 保定 071003)

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660 MW發(fā)電機組對沖燃煤鍋爐低氮燃燒改造及運行優(yōu)化試驗

袁宏偉1，陳啟召2

(1.廣東紅海灣發(fā)電有限公司，廣東 汕尾 516600；2.華北電力大學，河北 保定 071003)

某660 MW超超臨界旋流對沖燃煤鍋爐原設計采用第一代OPCC型旋流煤粉燃燒器，運行過程中存在NOx排放偏高、燃燒器區(qū)域結焦和部分燃燒器燒損等問題，為此進行了低氮燃燒改造及運行優(yōu)化試驗。在新增一層直流燃盡風及對主體燃燒器進行改造后，通過調整燃盡風率、總風量、燃燒器內外二次風擋板開度，對燃燒器參數(shù)進行了優(yōu)化。結果顯示：煙氣中氧的體積分數(shù)控制在2.8%較合適(對應總風量2 100 t/h)，脫硝入口NOx排放由改造前350 mg/m3左右下降到240～260 mg/m3，飛灰中碳的質量分數(shù)在1.5%以下，鍋爐效率約提升0.3%，不存在燃燒器燒損、結焦問題，且主蒸汽、再熱蒸汽參數(shù)都達到額定值，運行良好。

旋流對沖燃煤鍋爐；NOx排放；飛灰含碳量；鍋爐效率；旋流燃燒器；燃燒優(yōu)化

GB 13223—2011《火電廠大氣污染物排放標準》[1]要求所有新建火電機組NOx排放濃度達到100 mg/m3。中國早期建造的火電廠NOx排放量較高，對其進行低氮改造，使之達到國家規(guī)定大氣污染物排放標準是大勢所趨。文獻[2]對600 MW機組對沖燃燒鍋爐低氮燃燒改造及運行調整進行了研究，通過更換燃燒器，合理布置燃盡風噴嘴，達到了降低NOx排放的效果。文獻[3]研究了OPCC型旋流燃燒器大面積燒損的關鍵原因及改造措施。文獻[4-7]分別對低氮改造的效果進行了分析，NOx排放濃度降幅明顯，低氮改造效果顯著。文獻[8]對550 MW鍋爐在10個不同操作條件下的性能進行了研究，為燃煤鍋爐的優(yōu)化操作和減少NOx排放提供了有效信息。文獻[9-10]對電廠660 MW鍋爐進行NOx生成規(guī)律及爐內流動場、溫度場進行數(shù)值模擬研究，為試驗提供了依據。本文針對某電廠3號爐 NOx排放偏高、側墻高溫腐蝕、燃燒器區(qū)域結焦和部分燃燒器磨損等問題進行低氮改造和運行優(yōu)化調整，以保證機組高效、低排放運行。

1 鍋爐燃燒器低氮改造

1.1 鍋爐設備情況

該電廠3號爐為超超臨界、中間一次再熱、燃煤強制循環(huán)鍋爐，單爐膛Π型露天布置，對沖燃燒方式，尾部雙煙道，固態(tài)排渣，平衡通風，全鋼架懸吊結構。鍋爐尾部煙道布置2臺三分倉回轉式空氣預熱器。采用中速磨冷一次風機正壓直吹式制粉系統(tǒng)，系統(tǒng)設置了6臺HP1003型磨煤機，燃用設計煤鍋爐最大連續(xù)出力(boiler maximum conti-nuous rating，BMCR)工況下采用“5投1備”運行方式，單臺磨煤機帶1層6只燃燒器。原設計煤元素分析數(shù)據見表1，其中w(Car)、w(Har)、w(Oar)、w(Nar)、w(Sar)分別為收到基碳、收到基氫、收到基氧、收到基氮、收到基硫的質量分數(shù)。

表1 原設計煤種和校核煤種的元素分析 %

煤種w(Car)w(Har)w(Oar)w(Nar)w(Sar)設計煤種60.513.629.320.700.61校核煤種58.563.367.060.790.75

原燃燒設備采用第一代OPCC型旋流煤粉燃燒器，前后墻布置，組織對沖燃燒。全爐共36只旋流燃燒器，分3層布置在前后墻上，每層6只；同時在前、后墻各布置1層燃盡風噴口，其中4只側燃盡風噴口，12只燃盡風噴口。原設計燃燒器及燃盡風布置如圖1所示。

圖1 原設計燃燒器及燃盡風布置

1.2 改造前運行情況

改造前鍋爐存在的主要問題如下：

a) 在高負荷時脫硝入口NOx平均排放量超過350 mg/m3，同時煙氣中飛灰(含碳及CO)的排放量也偏高。

b) OPCC型燃燒器一次風筒耐磨陶瓷脫落，風筒前端燒損、變形，擴錐開裂、脫落，后續(xù)雖經過材質升級、更換一次風筒等方式修復，但噴口燒損的問題仍未徹底解決，燃燒器噴口依然存在燒損、結焦嚴重的問題。

1.3 改造主要性能及方案

1.3.1 改造設計煤種

本鍋爐原設計煤種為神府東勝煤，校核煤種為山西晉北混煤；實際用煤較雜，進行摻燒。以印尼煤和神混煤的摻混煤(摻燒比例3∶2)作為本次改造的設計煤，原設計煤作為改造的校核煤。改造后的設計煤元素分析結果見表2，其中w(Aar)、w(Mt)分別為收到基灰分、全水分的質量分數(shù)。

表2 改造后設計煤種和校核煤種的元素分析 %

煤種w(Car)w(Har)w(Oar)w(Nar)w(Sar)w(Aar)w(Mt)設計煤種55.353.349.340.650.8713.9316.52校核煤種60.513.629.320.700.6112.5412.70

1.3.2 低氮燃燒改造方案

1.3.2.1 燃盡風主體改造

燃盡風改造的原則：燃盡風標高離主燃燒器的距離要適中，距離過短則造成還原區(qū)距離短，距離過長則燃盡時間過長，都會影響改造效果；燃盡風的速率要適中，過低不起作用，過高影響主燃燒區(qū)的效率；燃盡風的角度要可調，這樣可以通過擺動調節(jié)機構控制爐膛出口煙溫。

原鍋爐設計時在主燃燒器上方布置一層燃盡風，燃盡風約占鍋爐總風量的17.54%。為進一步降低NOx排放，本次改造將增大燃盡風率，在主燃燒器上部燃盡風噴口處形成富氧燃燒，促進碳的完全燃燒；在燃燒器噴口形成濃燃料區(qū)，降低燃燒區(qū)域的氧體積分數(shù)(以下稱作“氧量”)和溫度，使NOx生成量減少，同時保證煤粉著火穩(wěn)定、煤粉燃盡和燃燒溫度較低。

對燃盡風的改造措施如下：

a) 維持原設計燃盡風標高和開孔中心位置不變，將燃盡風層燃燒器整體(前、后墻各8只)更換，調風器采用中心直流風加外周定向旋流風結構，使未燃盡的碳和煙氣被旋流風卷在爐膛中央，防止燃燒器區(qū)域結焦、鍋爐水冷壁結渣和高溫腐蝕。

b) 為強化全爐膛高度方向的深度分級燃燒，有效控制NOx排放，在原設計燃盡風標高的上方新增加1層直流燃盡風層(前、后墻各6只燃燒器)，每只燃燒器燃盡風噴口裝設水平擺動調節(jié)機構，保留原設計位于前、后墻的側燃盡風層(共4只燃燒器)。這樣相當于把燃盡風分為兩部分，在之前空氣分級基礎上再加一級，可以更大限度地降低NOx生成量。

c) 在原設計基礎上將燃盡風率適當提高，重新設計燃盡風率(包括貼壁風)及風速，以達到降低NOx生成的效果。爐膛出口過量空氣系數(shù)按原設計取1.14。

d) 新增層燃盡風標高視煙氣流速和現(xiàn)場情況來定，取一個平衡值。

e) 增加燃盡風通道(包括膨脹節(jié))、風箱入口調節(jié)擋板、執(zhí)行器和風量測量裝置。

1.3.2.2 燃燒器主體改造

本次燃燒器改造采用某公司最新低NOx旋流燃燒器技術，其結構原理與原燃燒器基本相同。一次風擴錐設計為25°，采用螺栓與風筒連接；二次風擴錐設計為30°，采用翻邊結構。燃燒器主要由一次風彎頭、一次風管、內二次風裝置、外二次風裝置(含調風器、調節(jié)機構)、煤粉濃縮器、穩(wěn)焰環(huán)、擴錐和燃燒器殼體等部件組成，煤粉燃燒器將燃燒用空氣分為4部分，即一次風、內二次風、外二次風和中心風。

1.3.2.3 低氮燃燒改造整體布置

低氮燃燒改造后燃燒器及燃盡風布置如圖2所示。

圖2 改造后燃燒器、燃盡風布置

2 燃燒優(yōu)化調整試驗

試驗前進行了煤粉取樣，煤粉細度(R90)平均在24%左右，基本達到要求。本次調整試驗均在660 MW額定負荷下進行，在不降低鍋爐效率和不提高飛灰中碳的質量分數(shù)(以下稱作“飛灰含碳量”)的前提下盡量降低NOx排放量。試驗期間煤質穩(wěn)定，按照改造后的設計煤種進行。

2.1 基礎工況(工況0)

以日常運行工況為基礎，測試運行氧量、NOx體積分數(shù)、飛灰含碳量，掌握當前機組運行狀況。此工況燃燒器、燃盡風小風門都為全開狀態(tài)，層風門開度見表3。

表3 層風門開度

位置層風門開度/%左側右側位置層風門開度/%左側右側前墻上層燃盡風下層燃盡風DEC501008885885050888588后墻上層燃盡風下層燃盡風BFA501002087875050208787

在脫硝進口用網格法在煙道進行取樣，每煙道設置10 個取樣孔，每孔設置 3 個取樣點，對O2、CO、NOx進行測量。每工況試驗前，用標準氣體對NOx分析儀進行校驗。測量的原始數(shù)據見表4，其中取樣孔編號順序為從爐左至爐右，φ(CO)、φ(NOx)分別為CO、NOx的體積分數(shù)。

表4 原始數(shù)據

取樣孔編號氧量/%φ(CO)/10-6φ(NOx)/10-613.27513323.78613234.59412945.2613554.61412565.0412975.1613384.81213294.611133103.043131平均值4.435131

由表4可折算NOx的質量濃度為254 mg/m3，左右兩側飛灰含碳量分別為0.48%和0.34%。從基礎工況的測試數(shù)據看，鍋爐氧量分布呈現(xiàn)出爐膛中間高、靠側墻低的規(guī)律；側墻φ(CO)較中間稍高，在低氧量狀態(tài)下更為明顯。在下層燃盡風左、右側擋板開度有偏差的狀態(tài)下，右側氧量偏低為4.2%，左側氧量偏高為4.5%，因此燃盡風左、右側擋板開度最好一致。日常運行氧量偏大，平均值為4.37%，總風量為2 228 t/h，排煙損失大且風機耗電大。由于氧量較大，日常飛灰含碳量很低，平均值為0.41%。

2.2 增大燃盡風率及調整側墻氧量平衡度(工況1)

在基礎工況下，將未全開的燃盡風風箱擋板全開，以增加燃盡風率，并調整上層燃盡風直流風偏轉角，將兩側各2只燃燒器偏向側墻15°，下層燃盡風旋流風擋板開度依次調為400 mm、60 mm、30 mm、30 mm、60 mm、40 mm，期望提升靠近兩側墻煙氣含氧量，使整體氧量更加均衡。煙氣成分測試數(shù)據顯示：氧量平均值為3.46%，兩側含氧量依然偏低；φ(CO)平均值為1.38×10-4，整體不高，但在氧量低的位置φ(CO)較高；φ(NO)平均值為1.41×10-4，φ(NOx)沒有明顯變化，原因是氧量仍處于較高的過剩狀態(tài)。

2.3 降低總風量(工況2)

為追求更高的效率及較低的NOx排放，將總風量由2 200 t/h左右降為2 100 t/h左右，配風方式不變，然后測量煙氣成分。測試數(shù)據顯示：φ(NOx)平均值為1.39×10-4，但氧量平均值仍有2.8%，下降幅度不大；φ(CO)平均值為4.78×10-4，CO生成量明顯上升；飛灰含碳量平均值為0.82%，仍處于較低水平。因此，煙氣的氧量較低，有利于環(huán)保。

2.4 調整燃燒器外二次風(工況3)

從工況2可知，當氧量降為2.8%時φ(NOx)小幅下降，但φ(CO)有所上升。若期望通過降低含氧量來控制NOx排放，則必須通過調整燃燒器來消除CO，否則將會犧牲鍋爐效率。因此，針對CO進行了燃燒器外二次風的調整，為進一步降低總風量和配平煙量打基礎。將B、C、D、E、F層中間4只燃燒器外二次風擋板由75°調整為40°，A層燃燒器外二次風保持原開度。

調整過程中層風門設置不變，調整中間4只燃燒器外二次風后φ(CO)明顯下降，降為7.5×10-5，表明旋流強度增大后卷吸增強，煤粉燃燒速度和強度更大。φ(NOx)上升明顯，升至1.56×10-4，飛灰無明顯變化。

2.5 深度調整氧量(工況4)

由工況3可知，調整燃燒器外二次風后燃燒強化，CO消除，因此有進一步降低總風量的條件。將總風量降低為2 020 t/h左右，層風門設置不變，測試煙氣成分。實測數(shù)據顯示：煙氣中氧量較工況3降低后，φ(CO)回升至4.42×10-4，φ(NO)平均值為1.53×10-4，折算后質量濃度較工況3降低13 mg/m3，但并未降低到工況2水平(247 mg/m3)。因此，通過降低氧量來降低NOx排放的效果不如調整燃燒器外二次風大，且飛灰含碳量有所上升，平均值為1.34%，所以，燃燒器外二次風擋板開度不宜關小。

2.6 調整燃燒器內二次風(工況5)

分析認為燃燒器內二次風量減小后在一定程度上推遲煤粉與二次風的混合，有弱化和推遲燃燒的作用，理論上φ(NOx)有降低的趨勢。因此，將B、C、D、E、F層中間4只燃燒器內二次風門調小到30°(A層保持原始位置)，由于兩側墻氧量降低且φ(CO)較高，因此對兩側的燃燒器內二次風不作調整。測試數(shù)據顯示：φ(CO)平均值為3.87×10-4，有所下降；φ(NOx)平均值為1.58×10-4，有所上升，但幅度微小?？紤]到調整過程中總風量有小幅上升，因此認為燃燒器內二次風門關小對燃燒影響很小。

2.7 調整燃燒器外二次風(工況6)

由工況3可知，調小燃燒器外二次風雖然有利于強化燃燒但不利于控制φ(NOx)，結合鍋爐兩側φ(CO)較高的情況，對燃燒器外二次風反方向調整，將B、C、D、E、F層中間4只燃燒器外二次風門開度調到60°，兩側的燃燒器調到40°(A層保持原始位置)。測試數(shù)據顯示：氧量平均為2.5%，φ(NO)平均值為1.42×10-4，φ(NOx)下降明顯，反向驗證了燃燒器外二次風的影響規(guī)律；φ(CO)達到5.30×10-4，但飛灰含碳量較低，平均值為1.1%，因此燃燒器外二次風門開度不宜太小，60°比較合適。

2.8 深度調整燃盡風率(工況7)

加大燃盡風率、加強分級燃燒可有效降低φ(NOx)，為追求更低的NOx排放，將燃燒器層風門開度由90%左右調整為65%，2層燃盡風層擋板全開。測試數(shù)據顯示：氧量平均值為3.0%，φ(NO)平均值為1.37×10-4，φ(NOx)沒有明顯變化；飛灰含碳量略增，平均值為1.27%。此工況氧量與工況2相當，從擋板的開度看燃盡風率更大，但實測φ(NOx)與工況2相差很小，這是因為擋板特性導致65%開度時并沒有起到節(jié)流作用。

2.9 調整下層燃盡風率(工況8)

在工況7的基礎上將下層燃盡風擋板開度由100%調整為65%，期望上層燃盡風量增加，考察對φ(NOx)的影響。實測數(shù)據顯示，氧量平均值為2.93%，φ(NO)平均值為1.40×10-4，φ(NOx)沒有明顯變化；飛灰含碳量略增，平均值為1.62%。

2.10 鍋爐效率與NOx

根據測試數(shù)據，對鍋爐效率進行計算，鍋爐效率與NOx質量濃度ρ(NOx)的關系如圖3所示。

圖3 鍋爐效率與ρ(NOx)的關系

從圖3可看出，鍋爐效率與ρ(NOx)的變化趨勢是基本同步的，鍋爐效率升高，NOx排放也增加。基礎工況(工況0)氧量大，排煙損失大，鍋爐效率最低；工況3調整燃燒器外二次風角度至40°時燃燒強化，鍋爐效率最高，但ρ(NOx)也最高。綜合比較，工況2與工況6為較好的運行方式。

2.11 改造后主要汽水參數(shù)

試驗期間，主蒸汽、再熱蒸汽參數(shù)都達到額定值，未出現(xiàn)管壁超溫現(xiàn)象，平均值為13 ℃。再熱器有微量噴水，建議通過調節(jié)煙氣擋板開度來調節(jié)再熱汽溫，提高機組效率。

3 結論

a) 改造后ρ(NOx)下降明顯，在燃用設計煤種時可控制在240～260 mg/m3；飛灰含碳量低，可控制在1.5%以下。

b) 根據本次調整結果，即工況2與工況1、工況0的對比看，降低氧量后ρ(NOx)下降，在兼顧效率的前提下，氧量控制在2.8%較合適(對應總風量2 100 t/h)。

c) 根據3組工況(工況2、工況7、工況8)可知，通過增大燃盡風門開度、小幅度調小燃燒器層風門開度來增大燃盡風率，對NOx沒有明顯影響，折算ρ(NOx)均在246～250 mg/m3，原因是燃盡風率的變化不夠大及擋板特性所致，建議日常運行時隨著負荷升高逐步開大燃盡風擋板開度，額定負荷時5層風箱擋板全開。

d) 根據工況3和工況6可知，當將B、C、D、E、F層中間4只燃燒器外二次風擋板開度由75°調整為40°時，φ(CO)由4.78×10-4下降至7.50×10-4，φ(NO)由1.39×10-4升至1.56×10-4；當將B、C、D、E、F層中間4只燃燒器外二次風門開度由40°調到60°，兩側燃燒器外二次風門開度由75°調到40°時，φ(CO)由3.87×10-4升至5.30×10-4，φ(NO)由1.58×10-4降至1.43×10-4。可見，燃燒器外二次風旋流強度對NOx及CO影響明顯。

e) 燃燒器內二次風對CO及NOx影響均不明顯。

f) 通過本次調整，找到了平衡鍋爐效率及NOx排放的運行方式，即氧量控制在2.8%左右，A層保持原始位，B、C、D、E、F層中間4只燃燒器外二次風門在60°，兩側的燃燒器外二次風門在40°，內二次風擋板全開，5層風箱擋板保持全開。此時鍋爐效率為93.15%，ρ(NOx)為249 mg/m3，飛灰含碳量為1.31%。。

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(編輯 李麗娟)

Low NOxCombustion Transform for Hedging Coal-fired Boiler of 600 MW Generator Units and Operation Optimization Experiment

YUAN Hongwei1, CHEN Qizhao2

(1.Guangdong Red Bay Power Generation Co., Ltd., Shanwei, Guangdong 516600, China; 2.North China Electric Power University, Baoding, Hebei 071003, China)

The original design for a 660 MW ultra-supercritical swirling hedging coal-fired boiler adopted the first generation OPCC typed swirling pulverized coal burner, and there were some problems in its operation process such as high NOxemission, coking in burner region, burnout of some burners, and so on, therefore, low NOxcombustion transform and operation optimization were conducted.After adding a layer of DC over-fire air and conducting transform on the main burner, parameters of burners were optimized by adjusting over-fire air rate, total air volume and secondary air baffle opening.Results indicate that it is appropriate to keep oxygen content at 2.8% (corresponding to the total air volume of 2 1000 t/h), NOxemission at the denitration entrance decreases to 240～260 mg/m3from 350 mg/m3before transform, carbon content in fly ash is lower than 1.5% and boiler efficiency promotes about 0.3%.In addition, there are no problems of burnout of burners and coking in burner region, and parameters of main steam and reheat steam both reach rated values and the units run well.

swirling hedging coal-fired boiler; NOxemission; carbon content in fly ash; boiler efficiency; swirling burner; combustion optimization

2016-05-10

2016-07-07

10.3969/j.issn.1007-290X.2016.11.006

TK227.1

B

1007-290X(2016)11-0026-05

袁宏偉(1981)，男，河北唐山人。工程師，工學學士，從事電廠運行管理工作。

陳啟召(1989)，男，河南南陽人。在讀碩士研究生，從事煤粉燃燒理論及電站鍋爐運行優(yōu)化方面的研究工作。